Problems of finding the best solutions to ensure the passive safety of the cabins of trucks at a minimum weight

Abstract


This paper considered the main problems of finding the optimal parameters of a truck cabin based on parametric and topological optimization in order to meet the requirements for passive safety according to international rules and obtain its minimum mass. The article presents the developed rational finite element models (FEM) of the cabin and the pendulum for optimization problems, allowing to obtain results with acceptable accuracy and minimal solution time when using the LS-OPT and LS-TaSC programs with the LS-DYNA solver. Steel lining and foam aluminum filler are used as cabin reinforcement elements. To solve the problem and more fully assess the effect of the parameters, several options for cabin refinement were considered. Topological optimization was carried out with the aim of obtaining a picture of the best distribution of the filler along the cabin frame. Parametric optimization was carried out by selection of the properties of the filler (aluminum foam) and the thickness of the structural elements of the cabin. In addition to optimization, the sensitivity of the design to the variation of variable parameters was investigated in order to identify the degree of influence on the optimization result. Since the duration of the solution is very high (up to several days on available computers), an approach was developed based on the studies that were carried out, which at various stages reduced the number of variables and, thus, reduced the solution time. As a result, it was ensured that the requirements for passive safety were satisfied (these requirements were not met before optimization) with optimal mass distribution as a result of the combined use of linings and filler. The increase in cabin weight was 20%. The use of linings only allowed to meet the rules for passive safety, but gave an even greater increase in the weight of the cabin.

Full Text

Введение Повышение требований обеспечения пассивной безопасности людей в автомобиле являются важнейшей задачей для конструкторов, работающих в данной сфере. Увеличение количества автомобилей, скорости движения по городским улицам и на шоссе, рост грузоподъемности вновь разрабатываемых автомобилей ведут к необходимости создания кабин грузовых автомобилей, отвечающих требованиям пассивной безопасности при минимальной массе и достаточной жесткости и прочности. Испытание автомобилей на пассивную безопасность - задача сложная и дорогостоящая, поэтому целесообразно максимально использовать возможности современного расчетного анализа на основе компьютерного моделирования для уменьшения затрат времени и средств на разработку конструкции. Данного рода задачи решаются методом конечных элементов (МКЭ) с использованием явного способа решения дифференциальных уравнений. Современные программные пакеты позволяют решать высоконелинейные, быстропротекающие задачи с контактным взаимодействием между элементами конструкции. В них реализованы разные алгоритмы оптимизации, в том числе на базе методов гибридных ячеек (HCA) для топологической оптимизации и различные вариационные алгоритмы для параметрической оптимизации [1-4]. В данной работе проводилась топологическая и параметрическая оптимизация для подбора параметров пеноалюминия и свойств элементов каркасного типа кабин для обеспечения требований по пассивной безопасности по международным правилам и при оптимальном значении массы. Основной проблемой при решении оптимизационных задач, связанных с ударным воздействием, является машинное время расчета (от нескольких суток до нескольких недель). Для решения использовались программы LS-TaSC и LS-OPT с явным решателем LS-DYNA, которые дают хорошие результаты по соотношению точности и затрат времени на расчет. Цель исследования Цель работы состоит в обеспечении удовлетворения требованиям правил пассивной безопасности грузового автомобиля и минимизации его массы за счет оптимального распределения и подбора параметров пеноалюминия и толщин элементов каркасного типа в кабине. Анализ напряженно-деформированных состояний (НДС) кабины при испытаниях на пассивную безопасность Методики испытаний на пассивную безопасность конструкции призваны моделировать сценарии реальных аварийных ситуаций. Применительно к грузовым автомобилям такими ситуациями являются лобовой удар, удар по кабине сзади сорвавшимся при торможении грузом и опрокидывание автомобиля. Согласно требованиям ГОСТа Р 41.29-99 (идентичным правилу ЕЭК ООН № 29 "Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения транспортных средств в отношении защиты лиц, находящихся в кабине грузового транспортного средства" [5]), эти ситуации сведены к трем видам испытаний, проиллюстрированных на рис. 1а. Помимо ГОСТа существуют аналогичные региональные правила, среди которых особого внимания заслуживают шведские нормы VVFS 2003:29. Согласно этим нормам пассивная безопасность кабины проверяется проведением следующих испытаний, показанных на рис. 1б: приложением статической нагрузки на крышу кабины; ударом цилиндрическим маятником спереди по переднему верхнему углу кабины; ударом прямоугольным маятником по задней стенке кабины под прямым углом. а б Рис. 1. Виды испытаний: а - по ГОСТу Р 41.29-99; б - по VVFS 2003:29 («Шведские нормы») Кабина считается выдержавшей все виды испытаний при выполнении следующих условий: · в несущей конструкции кабины или деталях, а также узлах крепления не произошло разрушений и не образовались значительные трещины или деформации; · в кабине остается жизненное пространство для водителя и пассажиров; · при динамическом нагружении (ударе) вся энергия удара расходуется (поглощается) кабиной, при этом не происходит проскальзывания маятника по крыше. Объектом исследования в данной работе является перспективная бескапотная кабина грузового автомобиля. Внешний вид кабины показан на рис. 2а. КЭМ кабины создавалась на основе методик, изложенных в работах [6, 7] (рис. 2б). Характерный размер конечного элемента 35 мм, что свойственно для моделей среднего уровня (по нашей классификации), количество элементов 28521. Элементы кабины моделировались преимущественно 4-х узловыми оболочечными элементами типа Belytschko-Tsay. Толщина внутренних и внешних панелей обшивки - 1 мм, лонжеронов кабины - 4 мм. Материал кабины - сталь 08кп с кинематическим упрочнением, масса кабины - 250 кг. Для проверки работоспособности кабины был проведен расчет по оценке соответствия требованиям правил пассивной безопасности. В данной статье рассматривается наиболее сложный режим для конструкции: испытание ударом маятника массой 1000 кг с начальной скоростью 7,6 м/с по передней стойке кабины под углом 15° [8, 9]. а б Рис. 2. Объект исследования: а - твердотельная модель; б - КЭМ в момент удара маятником Машинное время расчета в программе LS-DYNA составляет 41 минуту, что в случае решения оптимизационной задачи является приемлемым с точки зрения затрат времени при условии, что характер деформации идентичен экспериментальным. При более крупной сетке конечных элементов возникающая погрешность при расчете не позволяет получить адекватных результатов [10, 11]. В случае использования более точных КЭМ время расчета многократно увеличивается, что приводит к чрезмерным затратам времени. Результаты расчета показаны на рис. 3. а б в Рис. 3. Результаты расчета кабины: а - КЭМ в конечной фазе удара; б - напряжения по Мизесу; в - деформированное состояние кабины Анализируя полученные результаты можно сделать вывод, что остаточное жизненное пространство существенно меньше требуемых значений. В конструкции возникли обширные пластические деформации, дверной проем сильно деформировался, наблюдаются зоны смятия в местах соединения порогов с передней частью кабины. На основании проведенного анализа была поставлена задача осуществить поиск оптимальных решений для кабины с целью удовлетворения требованиям по пассивной безопасности и минимизации массы. Для решения поставленной задачи и более полной оценки влияния параметров было рассмотрено три подхода: · использование только накладок; · использование наполнителя из пеноалюминия в элементах каркасного типа; · совместное использование накладок и пеноалюминия. Постановка задачи топологической оптимизации С целью оптимального распределения наполнителя (пеноалюминия) по каркасу кабины была проведена совместная топологическая оптимизация для трех наиболее тяжелых режимов нагружения, показанных на рис. 1а, 1б и 4. а б в Рис. 4. Виды испытаний для топологической оптимизации: а - фронтальный удар; б - удар по стойке; в - удар сзади Для решения задач ударного воздействия была создана КЭМ, состоящая из shell элементов (кабина) и solid элементов (типа tetra 10 - пенонаполнитель) (рис. 5). Вся совокупность solid элементов составляет пространство проектирования, которое участвует в топологической оптимизации. Размер характерного элемента - 35 мм, количество - 67890. Данная модель является моделью среднего уровня, которая, как отмечалось, подходит для решения оптимизационных задач. Цель оптимизации - обеспечение жизненного пространства в конструкции при минимизации массы. Основная задача расчета заключается в получении картины оптимального распределения материала по каркасу кабины в случае ударного нагружения маятником. Рис. 5. Область проектирования Оптимизация проводилась методом гибридных ячеек (HCA) в программе LS-TaSC, как одним из наиболее эффективных для подобных задач [12, 13]. Результаты топологической оптимизации представлены на рис. 6. Анализируя полученные результаты, можно отметить, что основными элементами, передающими нагрузку на кронштейны крепления кабины к раме, при ударе маятником спереди являются пол и лонжероны. В свою очередь пеноалюминий, расположенный в полостях по контуру дверного проема, ужесточает конструкцию, предотвращая возникновение пластических шарниров при ударе по стойке. Элементы каркасного типа передней панели, усиленные наполнителем, замыкают в единый контур дверные проемы и лонжероны, тем самым объединяя конструкцию в единое целое. Для уменьшения последствий удара по задней стенке кабины пеноалюминием следует заполнить элементы каркасного типа, подкрепляющие заднюю панель, поскольку в данном месте возникают максимальные напряжения в процессе деформирования кабины. Рис. 6. Результаты топологической оптимизации Использование на предварительном этапе разработки КЭМ среднего уровня для решения задачи топологической оптимизации позволяет получить приемлемую картину распределения наполнителя по объему кабины при допустимых затратах машинного времени. Из анализа результатов можно сделать следующие выводы: 1) пеноалюминием необходимо заполнить полости вокруг дверного проема и переднюю панель; 2) пол кабины и лонжероны являются основными элементами, передающими ударную нагрузку на кронштейны крепления кабины к раме; 3) использование на предварительном этапе разработки КЭМ среднего уровня для решения задачи топологической оптимизации позволяет получить наилучшую картину распределения наполнителя по объему кабины при приемлемых затратах машинного времени (несколько суток на доступных компьютерах). Постановка задачи параметрической оптимизации На основании результатов топологической оптимизации и всестороннего анализа НДС кабины было рассмотрено несколько вариантов рационального распределения наполнителя (пеноалюминия) и накладок по конструкции кабины. Для получения решения задачи оптимизации кабина была разделена на несколько фрагментов (подзон) и заполнена пеноалюминием. Разбиение на подзоны позволяет ограничить число варьируемых параметров таким образом, чтобы их количество было достаточным для получения адекватных результатов при минимальных затратах расчетного времени. На основании предварительных исследований были выделены подзоны вокруг дверного проема, лобового стекла, лонжеронов и задней стенки кабины. Помимо наполнителя дверные проемы и передняя часть были усилены накладками. Также варьировалась толщина лонжеронов для увеличения жесткости кабины. Материал пеноалюминий в программе LS-DYNA описывается моделью, предложенной Дешпендом и Флеком [14]. В данной модели свойства наполнителя (такие, как прочность и жесткость) зависят от плотности, что позволяет использовать его для решения оптимизационных задач, выбирая в качестве варьируемого параметра плотность. Использование этой модели применительно к задачам оптимизации конструкций представлено в работах [15-17]. В нашей задаче в качестве варьируемых параметров выступают плотность пеноалюминия , которая изменяется в пределах от 100 кг/м3 до 800 кг/м3, и элементы каркасного типа c вариантами толщин : 0,1 мм; 1 мм; 2 мм; 3 мм; 4 мм. Они являются аналогами накладок, увеличивающими жесткость конструкции. При этом все параметры варьируются независимо друг от друга. На основе проведенного анализа максимальное перемещение стойки в контрольной точке (КТ) не должно превышать 350 мм (контрольная точка - узел на стойке, обладающий максимальным перемещением). Задача оптимизации решалась с помощью построения поверхности отклика (метамодель) методом Radial basis function network (основан на нейронных сетях) и алгоритма adaptive simulated annealing (алгоритм имитации отжига). На первом этапе рассматривался вариант доработки конструкции кабины с использованием накладок. Схема деления на подзоны показана на рис. 7. Рис. 7. Схема доработки кабины с помощью накладок Данный тип деления выбирался также исходя из анализа НДС кабины. Накладки t2, t3, t4 служат для усиления зон дверного проема, в которых возникают пластические шарниры, элемент t7 необходим для увеличения жесткости под лобовым стеклом, накладка t8 объединяет в замкнутую систему подзоны t4, t7 и t9. Результаты оптимизации толщин накладок сведены в таблицу 1. Таблица 1 Результаты оптимизации толщин накладок Наладка t1 t2 t3 t4 t5 t6 t7 t8 t9 Масса, кг Перемещение КТ, мм Толщина, мм 4 4 2 2 1 0,1 1 3 0,1 330 350 Помимо оптимизации был проведен анализ влияния варьируемых параметров на отклик конструкции (перемещение КТ), результаты показаны на рис. 8. Рис. 8. Влияние толщин накладок на перемещение КТ Основываясь на полученных результатах, можно сказать, что изменение толщин накладок t1 и t2, сильнее всего влияет на параметры кабины, вклад каждой накладки в общую жестокость 64 % и 11 % соответственно. Данные элементы находятся в верхней части дверного проема, накладка t1 воспринимает основную ударную нагрузку от маятника; накладка t2, согласно рисунку 3, усиливает подзону, в которой возникает пластический шарнир. В свою очередь элементы t6 - накладка над лобовым стеклом и t9 - лонжерон практически не добавляют жесткости конструкции при ударе маятником по передней стойке, поэтому в доработанной кабине от накладки и увеличения толщины лонжерона отказались. В итоге масса получившейся кабины 330 кг. Максимальное перемещение стойки удовлетворяет заданным требованиям и не превышает 350 мм. Следовательно, доработка кабины грузового автомобиля с помощью элементов типа накладок позволяет получить рациональный вариант конструкции, который удовлетворяет требованиям по пассивной безопасности, однако при этом масса кабины относительно исходной конструкции увеличилась на 32 %. На втором этапе конструкция дорабатывалась с помощью введения пеноалюминия. На рис. 9 показан способ разбиения на подзоны в случае использования наполнителя. Каркас дверного проема поделен на два элемента, наполненные пеноалюминием с плотностями ρ1 и ρ2, подзона под лобовым стеклом ρ3 соединяет дверные проемы, добавляя жесткости кабине. Данная схема разбиения основана на анализе картины распределения материала, полученной при топологической оптимизации. Рис. 9. Схема доработки кабины с помощью наполнителя Результаты расчетов показали, что пеноалюминий, обладающий максимальной плотностью 800 кг/м3, а следовательно, и жесткостью, не позволяет добиться приемлемых результатов по перемещению КТ стойки. На рис. 10 показана чувствительность жесткости кабины на изменение плотности пеноалюминия. Наибольшее влияние оказывает наполнитель в передней части контура двери ρ1 (75 %), при этом перемещение КТ составляет 380 мм, что значительно превышает требуемое значение 350 мм. При использовании только наполнителя масса кабины составляет 360 кг. На третьем этапе проводилась оптимизация исследуемой кабины грузового автомобиля с учетом как пеноалюминия, так и накладок. Основываясь на предыдущих расчетах, было принято решение доработать конструкцию кабины с целью получения улучшенного варианта распределения наполнителя и элементов каркасного типа. Для этого накладка t8 в районе передней части кабины, накладка t6, расположенная над лобовым стеклом, и t9 - усилитель лонжеронов, не учитывались при дальнейшем рассмотрении; накладки t1 и t5 объединены в одну с одним варьируемым параметром. Рис. 10. Влияние плотности пеноалюминия на перемещение КТ Как следует из анализа диаграммы, изображенной на рис. 10, наполнители ρ4 и ρ5 меньше всего влияют на жесткость кабины, как следствие, их вклад в общую жесткость минимален, соответственно от данных подзон было принято решение отказаться. В свою очередь подзоны ρ1 и ρ2 были разбиты на несколько частей, способ разбивки выбирался вдоль направления действия удара. На рис. 11 показана картина распределения накладок и наполнителя по каркасу кабины. Рис. 11. Схема доработки кабины с помощью накладок и наполнителя Результаты оптимизации сведены в таблицу 2. Из анализа данных (таблица 2) следует, что для обеспечения требований по пассивной безопасности кабины при ударе по передней стойке маятником необходимо для избежания возникновения обширных пластических деформаций подзоны ρ1 и ρ3 заполнить пеноалюминием с плотностью 800 кг/м3, 680 кг/м3 соответственно, также переднюю стойку необходимо усилить с помощью накладки толщиной 4 мм. В подзонах ρ6 и ρ7 плотность, а соответственно и жесткость наполнителя средняя, поскольку величины пластических деформаций меньше, чем в зоне ударного воздействия. Накладки в местах t3, t4 и t7 не требуются. В результате перемещение КТ не превышает заданного значения 350 мм, а масса кабины составила 306 кг. Таблица 2 Результаты совместной оптимизации плотности пеноалюминия и толщин накладок Пеноалюминий ρ1 ρ2 ρ3 ρ4 ρ5 ρ6 ρ7 Плотность, кг/м3 800 100 680 100 120 435 640 Наладка t1 t2 t3 t4 t7 Толщина, мм 4 1 0,1 0,1 0,1 Масса, кг 306 Перемещение КТ, мм 358 В таблице 3 приводится сравнение всех четырех расчетных случаев. Таблица 3 Сравнение четырех расчетных случаев Перемещение КТ, мм Масса кабины, кг Увеличение массы, % Удовлетворения требованиям безопасности Базовая кабина 850 250 - Нет Кабина с накладками 350 330 32 Да Кабина с наполнителем 380 360 44 Нет Кабина с наполнителем и накладками 349 306 22 Да После оптимизации кабина была доработана для практического использования. Зоны с наполнителем ρ4, ρ5 и элементы каркасного типа с толщиной 0,1 мм были удалены из конструкции, а элемент t1 был заменен эквивалентной по жесткости накладкой толщиной 4 мм. В результате окончательной доработки кабина стала удовлетворять требованиям по пассивной безопасности, однако масса кабины увеличилась на 20 %, до 300 кг по сравнению с исходной конструкцией. Результаты расчета оптимизированной модели кабины показаны на рис. 12. a б Рис. 12. Результаты расчета оптимизированной кабины: а - недеформированное состояние кабины; б - состояние кабины после удара маятником Заключение На основе проведенных исследований можно сделать следующее заключение. Использование предложенного комбинированного подхода (топологическая оптимизация для рационального распределения наполнителя и параметрическая оптимизации толщин накладок и параметров пеноалюминия) позволило при минимальном увеличении массы (20%) добиться заданных свойств по пассивной безопасности конструкции кабины грузового автомобиля. Наилучшим решением является совместное использование накладок и пеноалюминия. Применение только накладок позволило удовлетворить требования по пассивной безопасности, однако привело к большей массе кабины (чем при комбинированном использовании их с пеноалюминием). Применение подхода, основанного на разбиении задачи на подзадачи, позволило повысить эффективность решения поставленной оптимизационной задачи (в т.ч. с учетом чрезвычайно длительного процесса решения задачи оптимизации кабины - несколько суток на доступных современных ЭВМ).

About the authors

R. B Goncharov

Bauman MSTU

Email: goncharov.roman@bmstu.ru

V. N Zuzov

Bauman MSTU

Email: zuzvalery@rambler.ru

DSc in Engineering

References

  1. Tovar A. Bone remodeling as a hybrid cellular automaton optimization process // Ph.D. thesis. University of Notre Dame. Notre Dame. IN. 2004.
  2. Шаболин М.Л., Вдовин Д. С. Снижение требований к прочности материала подрамника грузового автомобиля с независимой подвеской путем параметрической оптимизации конструктивно-силовой схемы // Известия МГТУ «МАМИ». 2016. № 4(30). С. 90-96.
  3. Вдовин Д.С., Прокопов В.С., Рябов Д.С. Проектирование направляющего аппарата независимой подвески автомобиля с использованием метода топологической оптимизации // Известия МГТУ «МАМИ». 2017. № 3(33). С. 9-13.
  4. Вдовин Д.С., Котиев Г.О. Топологическая оптимизация рычага подвески грузового автомобиля // Тракторы и сельхозмашины. 2014. № 3. С. 20-23.
  5. Правила ЕЭК ООН № 29 (документ E/ECE/324/Rev.1/Add.28/Rev.2 - E/ECE/TRANS/505/Rev.1/Add.28/Rev.2). Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения транспортных средств в отношении защиты лиц, находящихся в кабине грузового транспортного средства. ООН. 2012. Р. 26.
  6. Шабан Б.А., Зузов В.Н. Особенности моделирования каркасных элементов кузовов и кабин автомобилей при исследовании пассивной безопасности // Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2012. № 11. doi: 10.7463/1112.0486675
  7. Шабан Б.А., Зузов В.Н. Особенности построения конечно-элементных моделей кабин для исследования пассивной безопасности при ударе в соответствии с правилами ЕЭК ООН №29 // Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2013. № 03. doi: 10.7463/0313.0542301.
  8. Шабан Б.А., Зузов В.Н. Анализ влияния конструктивных факторов кабины на пассивную безопасность грузовых автомобилей при ударе по передним стойкам // Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2013. № 11. doi: 10.7463/1113.0636798.
  9. Черников С.К., Ахмадышин А.Н. Численные исследования процессов деформирования конструкций грузовых автомобилей в течение дорожно-транспортных происшествий // Казанский физико-технический институт имени Е.К. Завойского. 2010. Ежегодник. Казань: Физтех Пресс. 2011. С. 168-172.
  10. Гончаров Р.Б., Зузов В.Н. Топологическая оптимизация конструкции бампера автомобиля при ударном воздействии с позиций пассивной безопасности // Известия МГТУ «МАМИ». 2018. № 2(36). С. 2-9.
  11. Гончаров Р.Б., Зузов В.Н. Проблемы поиска оптимальных конструктивных параметров бампера автомобиля при ударном воздействии с позиций пассивной безопасности // Труды НГТУ им. Р.Е. Алексеева. 2018. № 3(122). С. 130-136.
  12. Andres Tovar, Neal M. Patel, Byung-Soo Kang, John E. Renaud Crashworthiness design using topology optimization // Journal of mechanical design. 2009. №131. P. 1-12. doi: 10.1115/1.3116256.
  13. Goel T., Roux W., Stander N. A topology optimization tool for LS-DYNA users: LS-OPT/ Topology // 7-th European LS-DYNA Conference. 2009.
  14. Deshpande V.S., Fleck N.A. Isotropic models for metallic foams // J. Mech. Phys. Solids. 2000. №48. P. 1253-1283.
  15. Zhaokai Li, Qiang Yu, Xuan Zhao, Man Yu, Peilong Shi, Cilei Yan Crashworthiness and lightweight optimization to applied multiple materials and foam-filled front-end structure of auto-body // Adv. Mech. Eng. 2017. № 9(8). P. 1-21. doi: 10.1177/1687814017702806.
  16. Liuwei Guo, Jilin Yu Dynamic bending response of double cylindrical tubes filled with aluminum foam // International Journal of Impact Engineering. 2011. №38. P. 85-94.
  17. Zhi Xiao, Jianguang Fang, Guangyong Sun, Qing Li Crashworthiness design for functionally graded foam-filled bumper beam // Int. J. Advances in engineering software. 2015. №85. Р. 81-95.

Statistics

Views

Abstract - 9

PDF (Russian) - 0

Cited-By


Article Metrics

Metrics Loading ...

Copyright (c) 2018 Goncharov R.B., Zuzov V.N.

Creative Commons License
This work is licensed under a Creative Commons Attribution-NonCommercial-NoDerivatives 4.0 International License.

This website uses cookies

You consent to our cookies if you continue to use our website.

About Cookies